干濕循環條件對膨脹土強度指標的影響

胡旭輝，張坤勇,2，聶美軍，潘仁友

(1.河海大學巖土工程科學研究所，江蘇南京，210024；2.河海大學巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇南京，210024；3.寧波市水利工程質量安全管理中心，浙江寧波，315032)

因特殊的礦物組成及微結構特征，膨脹土對氣候環境變化敏感，具有吸水膨脹、失水收縮、反復變形的特性[1]，對工程建筑物造成嚴重破壞，并且這種破壞往往具有長期潛伏的特點[2]。工程實踐表明，有的膨脹土邊坡在施工階段就已滑坡失穩，有坡比為1∶4甚至更緩的膨脹土邊坡在完工后數年乃至數十年內出現滑坡破壞，但也有坡比為1∶2的膨脹土邊坡能長期保持穩定。準確測定膨脹土抗剪強度指標[3-4]以反映工程實際，是開展膨脹土邊坡穩定性分析[5]的首要條件。

干濕循環導致膨脹土裂隙開展，進而導致膨脹土抗剪強度降低，是膨脹土邊坡失穩的主要原因[6-8]。已有的研究多從干濕循環作用產生裂隙進而導致強度降低的角度出發，對膨脹土強度特性展開分析。然而，已有的針對膨脹土干濕循環試驗控制條件的規定并不統一，如脫濕方式人們普遍采用烘箱烘干的方式，但也有學者采用自然風干[9]、浴霸照射(96 h)[10]等其他脫濕方式；脫濕溫度的設置也各不相同[11-13]。試驗控制條件的差異不但會對試驗結果造成影響，而且某些試驗條件(如50 ℃和70 ℃的脫濕溫度)與工程實際差異較大。

膨脹土邊坡失穩多為淺層破壞[14-15]，深度一般為2.0～3.0 m，潛在滑動面上所受法向應力一般小于50.0 kPa[16-18]。根據“土工試驗方法標準”[19]，常規直剪試驗可供選擇的最小施測壓力為50 kPa 或100 kPa，與邊坡發生破壞時的實際上覆壓力[20-21]不同。此外，目前重塑樣的制備多采用環刀擊實法或靜壓法，而環刀側壁約束土體，導致其在吸濕膨脹過程中受到完全剛性約束，與坡面膨脹土在吸濕過程中有限側向膨脹情況也不相符。

為此，本文作者依托引江濟淮試驗段[22]項目，結合工程實際，開展干濕循環條件下膨脹土抗剪強度指標試驗研究，分析不同試驗控制條件對強度指標的影響。

1 試驗用膨脹土基本性質及制備

1.1 膨脹土基本性質

試驗用膨脹土樣取自合肥引江濟淮試驗段工程K41+600三級邊坡處，取土點距地表2.0～3.0 m，如圖1所示。膨脹土土體呈灰黑色，天然含水率為26.3%，天然干密度為1.54 g/cm3，物理參數如表1所示。自由膨脹率為60.0%，根據GB50112—2013“膨脹土地區建筑技術規范”可知，試樣為中膨脹土。

表1 試驗用膨脹土物理參數Table 1 Physical parameters of the tested expansive soil

圖1 K41+600三級邊坡處膨脹土Fig.1 Expansive soil in section K41+600

1.2 試樣制備

原狀樣制備過程如下：將K41+600 三級邊坡處土樣封閉后運回試驗室，選用直徑為61.8 mm、高度為20.0 mm的小環刀(內壁涂一薄層凡士林)垂直壓入土體，邊壓邊削，均勻用力，并利用切土刀整平環刀兩端土體。選取密度相近(密度差值小于等于0.03 g/cm3)的8 個土樣作為試驗用樣，如圖2所示。

圖2 膨脹土原狀樣Fig.2 Original expansive soil

重塑樣制備過程如下：將現場取回的膨脹土風干、碾碎后過孔徑為2 mm 的篩，按26.3%的含水率要求配置成濕土，悶料24 h 后測定土樣各處含水率與目標含水率之差，若差值不大于±1%，則試樣制備完成。為模擬天然土體單元真實情況下有限側限的邊界條件，設計一種直徑可調節型環箍，制取餅狀試樣。首先，將環箍直徑調節至95 mm，稱取適量濕土采用靜壓法制成重塑土小餅樣，控制干密度為1.54 g/cm3，誤差不大于0.01 g/cm3；然后，調節環箍直徑，使環箍側壁與餅樣保持一定距離以保證餅樣在吸濕過程中能自由變形。試驗結果表明距離2 mm 為宜。重塑土小餅樣如圖3所示。

圖3 重塑土餅樣Fig.3 Pie-shaped remolded expansive soil

當餅樣完成相應次數干濕循環后，再利用標準環刀于餅樣內切取土樣并用于直剪試驗[23]。

2 干濕循環試驗

2.1 試驗條件

2.1.1 脫濕溫度

試驗段工程地處安徽省中部，江淮分水嶺兩側。該地梅雨季通常自6月中下旬開始，之后進入炎熱的夏季，局部地區氣溫達40 ℃。可見，陰雨連綿的梅雨季及酷熱的盛夏是干濕循環作用最為強烈的一個階段。參照現場氣溫觀測數據，脫濕溫度分別設定為20 ℃及40 ℃以模擬膨脹土在梅雨季和盛夏時所經歷的最低與最高氣溫。

2.1.2 干濕循環幅度

目前室內干濕循環試驗的脫濕方式主要有自然風干[9]及烘箱烘干2 種[24-26]。根據工程現場取土點含水率監測結果得知，膨脹土最低含水率wmin約為8%。而通過對烘箱內膨脹土含水率的定時監測得知，其最低含水率wmin約為4%。無論是噴水加濕亦或是抽氣飽和，土樣飽和含水率均在31%左右。綜上，將Δw1(8%～31%)及Δw2(4%～31%)定為膨脹土可能經歷的干濕循環幅度。

2.1.3 干濕循環次數

根據對已有的膨脹土干濕循環試驗結果[9-11]分析可知，通常對膨脹土進行4～6次干濕循環，且在3 次循環后，膨脹土的抗剪強度衰減程度大幅減弱，最終趨于穩定。因此，本試驗將膨脹土的干濕循環最大次數設定為5次。

2.1.4 制樣方式

考慮到重塑樣已經失去了結構構造及土顆粒間的膠結力，其抗剪強度指標值與原狀樣抗剪強度指標值存在差異，故對2種制樣方式下測得的原狀樣及重塑樣強度指標展開對比分析。

2.1.5 直剪試驗的法向應力

膨脹土邊坡失穩多為淺層破壞[14-15]，其受到的法向應力一般小于50.0 kPa[16-18]。故本次試驗在100～400 kPa 常規應力范圍基礎上，采用等質量干砂配合杠桿施加低應力上覆壓力(12.5～50.0 kPa)，以模擬法向應力對膨脹土邊坡滑弧對應深度土體單元抗剪強度的影響。

2.2 試驗方案

表2所示為不同脫濕溫度、不同循環幅度、不同干濕循環次數以及不同法向應力條件下的試驗方案。其中條件0為未經干濕循環的對照試驗。

表2 試驗設計方案Table 2 Test design schemes

下面以試驗條件4為例進行說明。試驗以8個土樣為1組，進行5次干濕循環；試樣裝入疊式飽和器后置于真空缸內進行抽氣飽和，抽氣時間及浸泡時間分別控制為1 h 和12 h；飽和完成后，稱取各個土樣總質量，計算飽和度，當飽和度低于95%時，繼續抽氣飽和；經測試，土樣飽和含水率約為31%；將飽和后的土樣依次裝入烘干箱(40 ℃)內進行脫濕；通過稱質量來監測土樣含水率的變化。當土樣含水率降至4%時取出并用保鮮膜密封養護，由此完成1次干濕循環。

3 試驗結果及分析

3.1 不同應力條件下的直剪試驗結果

對0～5次干濕循環后的膨脹土原狀樣及重塑樣進行不同應力條件下的快剪試驗，結果分別如圖4與圖5所示。

圖4 不同法向應力下膨脹土原狀樣抗剪強度隨干濕循環次數的變化Fig.4 Variations of shear strength of original expansive soil under different normal stresses with number of dry and wet cycles

圖5 不同法向應力下膨脹土重塑樣抗剪強度隨干濕循環次數的變化Fig.5 Variations of shear strength of remolded expansive soil under different normal stresses with number of dry and wet cycles

3.2 試驗結果分析

3.2.1 干濕循環后膨脹土抗剪強度衰減分析

受干濕循環作用影響，膨脹土抗剪強度均隨干濕循環次數增加而出現一定程度的衰減。由圖4和圖5可見，膨脹土抗剪強度的衰減可以分為2個階段：第1～3次干濕循環為第1階段，此時曲線斜率較大，膨脹土抗剪強度衰減速度較快；第4～5次干濕循環為第2階段，此時膨脹土抗剪強度衰減速度放緩，抗剪強度趨于穩定。

為便于分析，以原狀樣試驗為例進行說明。當法向應力為100 kPa 時的原狀樣抗剪強度如圖6所示。

由圖6可見，膨脹土抗剪強度衰減主要集中在前3次干濕循環過程中。經歷3次干濕循環后，膨脹土抗剪強度衰減幅度已達到其最終衰減幅度的92%～94%。這說明膨脹土邊坡開挖后需及時進行坡面防護，以防雨水滲入造成膨脹土抗剪強度銳減。

圖6 100 kPa法向應力下原狀樣抗剪強度Fig.6 Shear strength of undisturbed soil at 100 kPa of normal stress

3.2.2 低應力條件對膨脹土抗剪強度指標的影響

選取重塑樣在高法向應力條件下(法向應力分別為100，200，300 和400 kPa)的抗剪強度，對其進行直線擬合并計算其抗剪強度指標c和φ。據此強度指標計算出低法向應力點所對應(法向應力分別為12.5，25.0，37.5 和50.0 kPa)的抗剪強度，并與這4個低法向應力點的抗剪強度實測值進行對比分析，結果如表3所示。

表3 低應力條件下重塑樣抗剪強度實測值與計算值對比Table 3 Comparison of measured and calculated shear stresses under low stress kPa

以重塑樣第0次干濕循環為例，重塑樣抗剪強度計算值與實測值對比如圖7所示。由圖7可見：當法向應力為12.5，25.0，37.5 和50.0 kPa 時，其抗剪強度實測值分別為19.2，23.2，27.1 和30.6 kPa，而按摩爾-庫侖準則[27]擬合計算得到的抗剪強度分別為29.7，30.1，30.5 和31.0 kPa，分別為實測值的1.55，1.30，1.13 和1.01 倍；當重塑樣經歷5次干濕循環，抗剪強度衰減達到穩定時，相同法向應力下抗剪強度計算值與實測值的比值進一步擴大到1.92，1.36，1.22 和1.04 倍。可見，在低應力條件下，重塑樣抗剪強度實測值與計算值存在差異，法向應力越小，兩者差異越明顯。

圖7 重塑樣抗剪強度計算值與實測值對比(N=0)Fig.7 Comparison of measured and calculated shear stresses of remolded expansive soil(N=0)

這是因為，在高應力條件下，膨脹土體積膨脹變形得到限制，按摩爾-庫侖準則[27]計算低應力條件下的抗剪強度時未考慮膨脹土體積膨脹變形的影響，導致抗剪強度實測值小于計算值。因膨脹土邊坡多發生淺層失穩，故在對膨脹土抗剪強度指標測定時需包含低應力條件。

3.2.3 脫濕溫度對膨脹土抗剪強度指標的影響

根據圖4和圖5可計算得到干濕循環作用下原狀樣與重塑樣的抗剪強度指標(黏聚力c和內摩擦角φ)。原狀樣和重塑樣抗剪強度指標與干濕循環次數的關系分別如圖8和圖9所示。

圖9 重塑樣抗剪強度指標與干濕循環次數的關系Fig.9 Relationship between shear strength parameters of remolded soil and wetting-drying cycle numbers

由圖8可見：隨著干濕循環次數增加，各試驗條件下的原狀樣黏聚力c均逐步降低并最終趨于穩定；內摩擦角φ雖在第1 次干濕循環后小幅減小，但在第2～5次干濕循環中并沒有表現出明顯的規律性，而是呈小幅波動的現象。

由圖8還可知：膨脹土黏聚力及內摩擦角明顯受到脫濕溫度影響。分析試驗條件1 和3、試驗條件2 和4 所得結果可知：當保持干濕循環幅度一定，僅升高脫濕溫度時，穩定階段的黏聚力與內摩擦角均進一步降低。

將未經歷干濕循環試樣的抗剪強度指標和經歷N次干濕循環試樣的抗剪強度指標之差，與未經歷干濕循環試樣的抗剪強度指標的比值定義為該試樣的抗剪強度指標絕對衰減率，則原狀樣抗剪強度指標絕對衰減率與干濕循環次數的關系如圖10所示。由圖10可見：以試驗條件2和4為例，當脫濕溫度為20 ℃時，黏聚力絕對衰減率為42.0%～55.9%；當溫度上升至40 ℃時，黏聚力絕對衰減率為51.7%～65.1%，可見其受脫濕溫度影響明顯。因此，在進行膨脹土室內干濕循環試驗時，需結合工程實際，選取合適的脫濕溫度。與黏聚力類似，內摩擦角衰減幅度亦隨脫濕溫度的升高而有所增大，但由于其自身衰減幅度有限(內摩擦角最大絕對衰減率約12.7%)，內摩擦角受脫濕溫度的影響較小。

圖10 原狀樣抗剪強度指標絕對衰減率與干濕循環次數的關系Fig.10 Relationship between reduction ratio of shear strength parameters and wetting-drying cycle numbers of original soil

分析其原因，膨脹土上表面和下表面脫濕速率并不均勻，土樣上部由于與熱空氣直接接觸所以其脫濕速率要高于土樣下部脫濕速率，因而造成土樣上下收縮不均并產生裂縫。隨著脫濕溫度升高，膨脹土樣脫濕速率也在逐步加快，但受制于自身的低滲透性，土樣下部脫濕速率對溫度變化的響應比上層土體的響應慢，土樣上下收縮不均勻程度增大，裂隙發育更充分。

3.2.4 干濕循環幅度對膨脹土抗剪強度指標的影響

進一步分析圖10中的試驗條件1和2、試驗條件3和4可以發現，膨脹土抗剪強度指標亦受干濕循環幅度的影響。但與脫濕溫度不同的是，隨著干濕循環幅度的增加，黏聚力c衰減幅度稍增大，但內摩擦角φ衰減幅度基本不變。

各試驗條件下的原狀樣抗剪強度指標絕對衰減率見表4。由表4可見：與參照組(試驗條件1)相比，當保持脫濕溫度為20 ℃，僅增大干濕循環幅度(試驗條件2)時，5次循環后原狀樣黏聚力絕對衰減率增大3.9%；當保持干濕循環幅度為8%～31%不變，僅增大脫濕溫度(試驗條件3)時，5次循環后原狀樣黏聚力絕對衰減率增大9.9%；當脫濕溫度與循環幅度同時增加(試驗條件4)時，5次循環后原狀樣黏聚力絕對衰減率增大13.1%。因本文試驗脫濕溫度及干濕循環幅度均通過現場實際測得，可見在引江濟淮試驗段工程所處的自然環境中，脫濕溫度對黏聚力的影響較干濕循環幅度的影響大。對比各組試驗內摩擦角絕對衰減率發現，當保持脫濕溫度不變，僅增大循環幅度時，內摩擦角絕對衰減率基本沒有變化。

表4 各試驗條件下的原狀樣抗剪強度指標絕對衰減率Table 4 Reduction ratio of shear strength parameters of undisturbed soil at different working conditions %

綜上可知，隨著干濕循環幅度增大，黏聚力衰減幅度雖有一定程度的增加，但相較于脫濕溫度，干濕循環幅度的變化對黏聚力影響程度較小，對內摩擦角則基本無影響。總體而言，脫濕溫度對膨脹土抗剪強度參數的影響要比干濕循環幅度的影響大。在進行室內試驗時，需尤其注意試驗脫濕溫度的設置，使其貼近工程實際。

3.2.5 制樣方式對膨脹土抗剪強度指標的影響

由圖8和圖9可知，雖然干濕循環試驗中重塑樣強度指標變化規律與原狀樣的變化規律類似，但在數值上存在顯著差異。低應力條件下原狀樣與重塑樣強度指標隨循環次數的變化分別如圖11和圖12所示。

圖11 原狀樣和重塑樣黏聚力隨干濕循環次數的變化Fig.11 Change of cohesion between original and remolded soils with wet-dry cycle number

由圖11和圖12可以發現重塑樣黏聚力變化曲線整體低于原狀樣變化曲線，說明重塑樣黏聚力更小。

由圖11和圖12還可以發現：未經歷干濕循環的重塑樣抗剪強度指標c和φ(分別為15.5 kPa 和17.6°)與原狀樣初始抗剪強度指標c和φ(分別為38.1 kPa和16.5°)存在一定差異，而與原狀樣經歷5次循環衰減穩定后的抗剪強度指標c和φ比較接近；當脫濕溫度為40 ℃時，8%～31%干濕循環幅度下(試驗條件3)原狀樣衰減穩定后(即5次循環后)的抗剪強度指標c和φ分別為14.5 kPa 和14.5°；4%～31%循環幅度下(試驗條件4)原狀樣衰減穩定后(即5 次循環后)的抗剪強度指標c和φ分別為13.3 kPa和14.8°。

圖12 原狀樣和重塑樣內摩擦角隨干濕循環次數的變化Fig.12 Change of internal friction angle between original and remolded soils with wet-dry cycle number

綜合分析可知，原狀樣和重塑樣的初始抗剪強度指標值差異較大。隨著干濕循環的進行，原狀樣結構逐步破壞，2種土樣強度指標值差異逐漸縮小，總體上，原狀樣強度指標值要高于重塑樣強度指標值。考慮到工程現場難以取得均質原狀土樣，且通過重塑餅樣可以消除環刀側壁對土樣的約束，保證試樣在吸濕膨脹過程中自由變形，因此，在對膨脹土邊坡的長期穩定性進行分析時，推薦選用重塑樣抗剪強度指標值；但在對新開挖邊坡穩定性進行分析時，選用原狀樣抗剪強度指標值更合理。

4 結論

1)進行干濕循環試驗時，脫濕溫度及循環幅度的設置應與當地氣候條件相結合。相較于脫濕溫度，循環幅度對黏聚力影響程度較小，對內摩擦角則基本無影響，因而試驗時需重點關注脫濕溫度的設置，使其貼近工程實際。

2)膨脹土抗剪強度的衰減主要集中在前3次干濕循環過程中，因而膨脹土邊坡開挖后需及時進行坡面防護，避免讓坡面長時間裸露在大氣環境中。

3)高、低應力條件下的膨脹土抗剪強度指標存在明顯差異，考慮到膨脹土邊坡多發生淺層失穩，因而直剪試驗時應包含低法向應力條件，這樣才能測出符合工程實際、滿足設計要求的強度指標。

4)原狀樣與重塑樣黏聚力均隨著干濕循環次數增大而逐漸降低并最終趨于穩定，但內摩擦角并沒有表現出明顯的規律性，隨干濕循環次數變化呈小幅波動的現象。

5)5次干濕循環后，原狀樣抗剪強度指標與重塑樣初始強度指標值較接近，而大于重塑樣衰減穩定后的強度指標值，因而在進行邊坡穩定性分析時需結合現場工況，合理選用強度指標。在對膨脹土邊坡的長期穩定性進行分析時，推薦選用重塑樣抗剪強度指標值；在對新開挖邊坡穩定性進行分析時，推薦選用原狀樣抗剪強度指標值。